6005A-T6铝合金高速脉冲MIG焊焊补接头的组织和性能
2018-12-13但楚臣丁成钢赵秩磊郭超超
但楚臣,丁成钢,赵秩磊,郭超超,崔 旭
(1.中车四方机车车辆有限公司,山东青岛266111;2.大连交通大学,辽宁大连116028)
0 前言
由于铝合金材料本身的物理及焊接特性,高速铁路铝合金新造产品及部分高铁配套产品返厂A4/A5修过程中经常遇到产品裂纹、焊接未熔合、气孔及表面严重磕碰、划伤等质量问题[1]。为了节约生产制造成本,需制定合理的焊接修复工艺,以满足产品后续使用运行的质量要求。现行焊补工艺多采用挖除缺陷后用TIG或MIG进行焊补,国外对铝合金焊补的研究多集中在焊接工艺方法、焊接参数和焊补次数对接头的组织和性能的影响方面[2-6]。本研究采用快速热启动RTS(rapid thermal start)的焊补工艺方案(即在焊接起始端进行快速的感应加热)进行焊接接头的一次补焊,对比分析其与常规补焊接头组织和性能的差异及特点,并研究焊补次数对接头组织和性能的影响规律,为选择合理的6005AT6铝合金补焊修复新工艺提供实验数据和理论依据。
1 试验材料和方法
选用6mm厚的6005A-T6铝合金板作为母材,其热处理制度为:固溶处理(560℃/30 min)+人工时效(180℃/10 h)。试验板尺寸为1 000 mm×150 mm×6 mm,母材的化学成分和力学性能分别如表1、表2所示。
表1 6005A-T6铝合金板化学成分Table 1 Chemical composition of 6005A-T6 aluminum alloy plate %
表2 6005A-T6铝合金板的力学性能Table 2 Mechanical properties of 6005A-T6 aluminum alloy plate
选用ER5356(safra)φ1.2 mm规格的焊丝进行6005A-T6铝合金的焊接和焊补。ER5356焊丝熔敷金属的化学成分如表3所示。焊接和焊补时的保护气体为Ar气,气体纯度为99.999%,气体流量为20 L/min。
表3 ER5356焊丝熔敷金属的化学成分Table 3 Chemical composition of deposited metal for ER-5356 welding wire %
参照EN ISO 17639“焊接接头的宏观和微观检验”标准的规定,用DMi8型莱卡金相显微镜观察焊接(焊补)接头的微观形貌,并研究其组织特征。
用帕纳科Empyrean-X射线衍射仪检测焊接接头金相试样的焊缝成分,以确定焊缝中的物相组成。
依据EN ISO4136-2011“熔化焊接头拉伸试验”标准规定加工拉伸试验试样,用微机控制WDW-300E型电子式万能试验机测定焊接(焊补)接头的抗拉强度。采用JSM-6700F型场发射扫描电镜观察拉伸标准试样断口,并进行EDS能谱分析。
参照EN ISO5173-2010“焊接接头弯曲试验”标准规定加工弯曲试验试样,在微机控制WDW-300E型电子式万能试验机上进行焊接(焊补)接头的弯曲试验,评定焊缝塑性,弯曲试样包括2个正弯试样和2个背弯试样。
参照ENISO9015-2“焊接接头显微硬度试验”标准的规定,用HVS-1000型显微硬度仪测试接头的显微硬度,载荷100 g,分析接头软化区的特征。
试样的编号和工况条件如表4所示。
表4 试样编号和工况条件Table 4 Specimen number and operating conditions
3 试验结果与分析
3.1 焊接接头的组织及分析
焊补后,原始焊缝的显微组织如图1所示。原始焊缝中心组织为树枝晶和等轴树枝晶,晶粒细小(见图1a),随着焊补次数的增加,多次热输入导致α-Al基体晶粒长大,但仍是等轴树枝晶和树枝晶形态。经三次补焊的焊缝微观组织晶粒恶化、粗化现象更为严重,有较多平衡相(Mg2Si、Al0.7Fe3Si0.3)析出,X 射线衍射分析结果如图2所示。
焊缝交界区域的组织形貌如图3所示,补焊的新焊缝和原始焊缝有明显界限和区别。焊补时液态熔池由于受到未熔化的原始焊缝限制,该区域化学成分不均匀,产生了黑色沉淀物。焊补后的原始焊缝受到焊接热输入的影响,原始焊缝中的第二相溶解于α-Al固溶体中,并且α-Al晶粒长大,在快速冷却条件下又抑制了第二相粒子的重新析出,导致形成网状结构组织,在焊补焊缝和原始焊缝的交界处存在气孔缺陷。值得注意的是,RTS一次焊补后,组织粗化、老化程度较低,气孔敏感性较小。
图1 原始焊缝的组织(焊补后)Fig.1 Microstructure of the original weld(after welding repair)
3.2 焊接接头的力学性能测试结果与分析
焊接接头的拉伸试验结果如表5所示。A0试样焊接接头的抗拉强度与母材相比有所下降,母材的抗拉强度实测值为289 MPa(标准值304~317MPa),强度系数约为63%。A1和AN1试样的焊接接头的抗拉强度较A0有所下降,其中AN1的平均抗拉强度系数(0.61)略高于 A1(0.58),三次焊补后,强度系数降至到0.45。
图2 焊缝金属X射线衍射结果Fig.2 X-ray diffraction results of weld metal
图3 焊缝交界区域组织Fig.3 Microstructure of weld metal interface
表5 焊接接头拉伸试验结果Table 5 Tensile test results of welded joint
弯曲试验结果表明,弯曲角度为180°时,除三次焊补试样外,无论正弯还是背弯试验,弯曲受拉面均未发现裂纹,说明原始及一次、二次焊补接头都具有良好的塑性。
A1和AN1拉伸试样的宏观和微观SEM断口形貌如图4所示。
图4 A1、AN1试样拉伸断口SEM形貌Fig.4 SEM morphology of A1,AN1 specimen tensile fracture
由图4可知,与普通一次焊补相比,RTS一次焊补的气孔明显减少,且断口呈明显韧窝状,为典型的韧性断裂。
3.3 焊接接头的显微硬度分析
A0、A1、AN1、A3 试样焊接接头的硬度分布如图5所示,原始热影响区存在较明显的软化区。A0试样热影响区的最低硬度值为57 HV,焊缝区域的最低硬度值为62 HV。A1试样热影响区的最低硬度值为53 HV,焊缝区域的最低硬度值为60 HV。AN1试样热影响区的最低硬度值为58 HV,焊缝区域的最低硬度值为63 HV。A2试样热影响区的最低硬度值为54 HV,焊缝的最低硬度值为58 HV。A3试样热影响区的最低硬度值为53 HV,焊缝的最低硬度值为57 HV。比较焊补接头各区域的硬度及其分布规律发现,硬度曲线中的低硬度值均出现在原始热影响区(过时效软化区)及原始焊缝与焊补焊缝的交界处,接头硬度的最低值出现在原始接头的热影响区,熔合区附近的固溶区硬度梯度较大。这两个区域是焊接接头的薄弱区域。
4 结论
(1)采用ER5356焊丝进行6mm厚6005A-T6铝合金板的焊接并进行了普通一次、二次、三次及RTS热启动一次焊补,焊缝(焊补金属)的组织由α-Al基体和Mg2Si、Al0.7Fe3Si0.3第二相组成;焊补使得焊接接头的原始焊缝组织及焊补焊缝与原始焊缝的界面组织老化,晶粒变得粗大,析出相增多,经三次焊补,原始焊缝区、二次焊补和三次焊补交界区的组织明显粗化,析出的平衡相较多。
(2)与普通焊补相比,RTS一次焊补的微观组织优于普通一次焊补的组织,组织粗化、老化程度较低,气孔敏感性较小。
(3)除原始态、RTS一次焊补态接头的抗拉强度系数达到0.6外,普通一次、二次、三次焊补接头的强度系数均未超过0.6,所有状态的拉伸试样均呈45°切断,断口有明显的韧窝形貌,为典型的韧性断裂;弯曲180°后,除三次焊补接头外,所有接头的面弯和背弯试样均未出现裂纹。
图5 焊接接头硬度分布Fig.5 Hardness distribution of welded joints
(4)6 mm厚6005A-T6铝合金板的原始焊接接头及焊补接头存在明显的软化区,原始焊接热影响区出现明显的硬度最低值。